Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние разработок в области технологий производства втулок и постановка задач исследования 16
1.1. Эксплуатационные особенности втулок тяжелонагауженных подвижных соединении 16
1.2. Анализ современных способов изготовления втулок 22
1.3. Экспериментальные исследования редуцирования и дорновання 34
1.4. Те ор етнч е скне не ел ед ования р едуцировання и д орновання 4 О
1.5. Метод конечных элемент ОБ 46
1.6. Метод пластического течения А. Л. Воронцова 51
1.7. Выводынз литературного обзора 5 б
1.8. Цель и задачи работы 58
ГЛАВА 2. Теорегичесгаг процесса редуцирования-дорнования 61
2.1. Постановка задачи 61
2.2. Определение кинематического состояния заготовки 67
2.3. Определение напряжённого состояния заготовки 71
2.4. Определение силы деформирования 78
2.5. Определение деформированного состояния заготовки. Учёт упрочнения деформируемого материала 81
2.6. Опр ед ел енне у ел овнй у спешной реализации процесса 83
2.6.1. Условие одноврем енного начал а процесс а редуцирования и дорновання 83
2.6.2. Уел овне предотвращения потерн жёсткости заготовки 86
2.6.3. Условие гір ед отвращения потерн уст сйчнЕостнзаготоЕкн86
2.7. Сопоставление теоретических результатов с известными экспериментальными данными 89
2.8. Определение оптимальных углов конусности матрицы ид орна 94
2.9. Расчётные формулы сжимающего дорнованняв матрице 97
2.10. Расчётные формулы редуцирования на оправке 99
2.11. Определение исходной высоты заготовки 101
2.12. Определение предельного обжатняза одни переход 103
2.13. Выводы по главе 2 112
ГЛАВА 3. Экспериментальные исследования совмещённого процесса редуіщрования-дорнования 115
3.1. Постановка экспериментов 115
3.2. Влияние материала, радиальных размеров и величин обжатия заготовки, а также углов рабочих поверхностей матрицы и дорна на силу деформирования при а=у 123
3.3. Проверка предельной удельной деформирующей силы и предельного обжатия за один переход 135
3.4. Проверка углов инструмента, оптимальных по силе 137
3.5. Влнянне высоты калибрующих поясков матрицы и дорна на деформирующую силу 138
3.6. Влнянне смазки на характеристики процесса и качество поверхности получаемой втулки 140
3.7. Проверка влияния предварительной холодной деформации на увеличение предельного обжатия 142
3.8. Влнянне мат ернал а, радиальных размеровн величин обжатия заготовки, а также углов рабочих поверхностей матрицы и дорна на силу деформирования при v.=pt 145
3.9. Выводы по главе 3 147 Стр.
ГЛАВА 4. Методика расчета технологических параметров совмещённого процесса редуігирования-дорнования 149
4.1. Методика, проверочного расчёта. 149
4.2. Методика проектировочного расчёта с целью получения заданных механических свойств материала изготавливаемой втул кн з а мнннм ал ьное число переход ОБ 153
4.3. Методика проектировочного расчёта целью максимального повышения механических свойств материала втулки за одни переход 157
4.4. Выводы по главе 4 1601
ГЛАВА 5. Разработка технологии изготовления втулок ходового вала изделия УПАЗ-1 162
5.1. Постановка задачи 162
5.2. Определение технологических параметров с помощью разработанной методики расчёта 163
5.3. Разработка конструкции штампового инструмента 165
5.4. Резул ьт аты опытно -пр омышл енной шт амповкн 169
5.5. Выводы по главе 5 175
Общие выводы по работе 177
Список литературы
- Экспериментальные исследования редуцирования и дорновання
- Определение деформированного состояния заготовки. Учёт упрочнения деформируемого материала
- Влияние материала, радиальных размеров и величин обжатия заготовки, а также углов рабочих поверхностей матрицы и дорна на силу деформирования при а=у
- Определение технологических параметров с помощью разработанной методики расчёта
Введение к работе
Актуальность работы.
Для повышения эффективности изготовления деталей необходимо постоянное совершенствование технологии в различных отраслях производства. Наиболее распространенными деталями, использующимися в огромном количестве разнообразных изделий являются втулки, например втулки автомобильных стартёров, втулки под фланец трубопроводов, промежуточные и кондукторные втулки металлорежущих станков, а также многие другие. От их надежности зависит работоспособность отдельных узлов и конструкции в целом.
Особенно ответственными являются втулки, входящие в подвижные сопряжения деталей тяжелонагруженных механизмов (механические редукторы, элементы двигателей автомобилей и тракторов, элементы ходовых частей летательных аппаратов). К таким втулкам предъявляют высокие требования по эксплуатационным свойствам и качеству изготовления, в частности, прочности, твёрдости, точности размеров и формы, чистоте поверхности. Наряду с этим к технологии изготовления таких деталей предъявляют требования максимального повышения производительности и снижения себестоимости изготовления, в частности, за счёт увеличения коэффициента использования металла.
Анализ имеющейся технической информации показывает, что для получения ответственных втулок используют такие операции холодной объёмной штамповки как редуцирование и дорнование, а их совмещение в одном процессе штамповки позволит повысить эффективность изготовления. Однако совмещённый процесс редуцирования-дорнования изучен недостаточно. Поэтому отсутствие достаточной научной базы, позволяющей уверенно выбрать оптимальные параметры и режимы осуществления совмещённого процесса редуцирования-дорнования, является главным сдерживающим фактором широкого промышленного применения этого прогрессивного способа изготовления ответственных втулок.
Актуальной задачей данной работы является проведение углублённого научного исследования совмещённого процесса редуцирования-дорнования для уточнения его важнейших закономерностей и получения высокоточных формул, обеспечивающих надёжное проектирование высокоэффективного технологического процесса изготовления с использованием данной операции,.
Объектом исследования является холодная объёмная штамповка.
Предметом исследования является изготовление высокопрочных прецизионных втулок методом совмещения редуцирования и дорнования.
Цель и задачи работы.
Целью работы является разработка методики расчёта технологических
параметров совмещённого процесса редуцирования-дорнования,
обеспечивающих получение заданных втулок с повышенными прочностью, размерной точностью и чистотой поверхности при минимальном количестве
переходов, меньшей силе деформирования и повышенном коэффициенте использования металла.
Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи:
1. На основе полной системы классических уравнений теории
пластического течения определить кинематическое, напряжённое и
деформированное состояния трубной заготовки в процессе её одновременного
редуцировании и дорновании.
2. Учесть влияние на напряжённое состояние и силу деформирования
следующих факторов:
упрочнения материала заготовки;
различного соотношения углов конусности матрицы и дорна;
высот калибрующих поясков матрицы и дорна;
различных коэффициентов трения на поверхностях контакта заготовки и инструмента.
3. Определить:
критерии, исключающие потерю жёсткости или устойчивости заготовки.
оптимальные углы конусности матрицы и дорна, при которых сила деформирования и энергетические затраты будут минимальны при получении наибольшей деформации стенки за один переход, что увеличит разовое формоизменение и повысит производительность процесса.
5. Выявить важнейшие физические закономерности совмещённого
процесса редуцирования-дорнования с тем, чтобы разработать методику
проектирования технологии изготовления втулок с помощью совмещённого
процесса редуцирования-дорнования и разработать методику оценки
предельного формоизменения заготовки за один переход.
-
Провести экспериментальную проверку полученных теоретических результатов и сопоставить их с имеющимися опытными данными других исследователей
-
Опробовать в промышленных условиях технологический процесс изготовления с помощью совмещённого редуцирования-дорнования ответственных высокопрочных прецизионных втулок.
Методы исследования.
Определение параметров кинематического, напряжённого и деформированного состояний материала производилось с помощью полной системы классических уравнений теории пластического течения Леви-Мизеса, сформулированной для торовой системы координат и дополненной теорией конечных накопленных деформаций Ильюшина.
Для анализа возможной потери устойчивости использовалась классическая теория Эйлера.
Экспериментальное определение сил деформирования проводилось на немецкой универсальной испытательной машине Prafmaschine ZD-40, имеющей измеритель силы с погрешностью не более 1%.
Определение твёрдости производилось по стандартной методике ГОСТ 9012-59 (в официальной редакции 2007 г.) на сертифицированном в России стационарном твердомере по Бринеллю НВ-ЗОООВ, обладающем высокой точностью и повторяемостью тестирования, соответствующей стандартам ISO6506.81hASTME-10.
Определение шероховатости поверхности производилось по стандартной методике ГОСТ 2789-73 (в официальной редакции 2006 г.) на профилографе-профилометре модели 252 завода «Калибр».
Достоверность результатов.
Достоверность научных положений, формул, выводов и рекомендаций работы подтверждается:
-
хорошей сходимостью полученных теоретических результатов как с многочисленными опытными данными других исследователей (среди 31 числового сравнения максимальное расхождение не превышало 9,2%), так и с большим количеством собственных экспериментов (215 числовых сравнений с наибольшим расхождением 5,5%);
-
успешным промышленным опробованием и намеченным дальнейшим внедрением в ОАО «Н1Ш «Звезда» имени академика Г.И. Северина».
Научная новизна.
1) На основе решения полной системы классических уравнений механики
деформируемого твёрдого тела определены все компоненты кинематического и
напряжённого состояний заготовки, получено:
формула, определяющая величину накопленной деформации в любой точке очага пластической деформации;
формула, определяющая силу деформирования для произвольного соотношение углов конусности матрицы и дорна и разных коэффициентов трения в общем и частных случаях;
формула оптимальных углов конусности инструмента, при которых деформирующая сила принимает минимальное значение;
условие предотвращения потери жёсткости и устойчивости заготовки.
2) Доказано, что чем большую интенсивность упрочнения проявляет
обрабатываемый материал, тем меньшую величину предельного обжатия он
допускает.
3) Выявлены закономерности изменения силы деформирования и
предельного обжатия за один переход в зависимости от углов конусности
матрицы и дорна, коэффициентов трения, а также соотношений между
размерами заготовки и получаемой втулки.
Теоретическая значимость работы.
Показан метод всестороннего механико-математического исследования закономерностей пластической деформации при совмещении в одном процессе редуцирования и дорнования, что позволит эффективно решать аналогичные научные задачи полного определения параметров кинематического, напряжённого и деформированного состояний материала при его обработке
давлением.
Практическая значимость работы.
Разработанная научно обоснованная методика расчета технологических параметров совмещённого процесса редуцирования-дорнования позволяет:
определить все данные, необходимые для выбора кузнечно-прессового оборудования и расчета штампового инструмента на прочность;
выбрать минимальное количество и режимы штамповочных переходов с учетом механических свойств материала заготовки и требуемых эксплуатационных показателей получаемого изделия.
выбрать оптимальные решения еще на стадии предварительного проектирования технологического процесса и тем самым уменьшить затраты труда, материальных и финансовых средств;
даны рекомендациях по выбору наиболее рациональных параметров совмещённого процесса редуцирования-дорнования
Личный вклад автора. Личный вклад автора состоит в:
подготовке сведении по проводившимся ранее исследованиям раздельных и совмещенных процессов редуцирования и дорнования;
анализе трёх возможных вариантов протекания пластической деформации с конкретизацией скоростей пластического течения и скоростей деформаций;
получении формулы для напряжений, накопленных деформаций, оптимальных углов, удельной силы и полной силы деформирования совмещённого процесса редуцирования-дорнования;
получении условия одновременного начала процесса редуцирования и дорнования, условие предотвращения потери жёсткости и устойчивости заготовки;
определена величина предельного обжатия;
сформулирован ряд выводов;
проведено сопоставление результатов теоретических исследований с известными экспериментальными данными
разработке методики расчёта технологических параметров совмещённого процесса редуцирования-дорнования, обеспечивающих получение заданных втулок ходового вала конкретного изделия, рассчитала все необходимые числовые параметры, провела успешные заводские испытания, обработала их результаты и сделала ряд полезных практических выводов.
Рекомендации к использованию
Полученные результаты и рекомендации приняты к использованию в ОАО «НПП «Звезда» имени академика Г.И. Северина» (Московская обл., пос. Томилино).
Апробация результатов работы.
Основные положения диссертации неоднократно излагались и
обсуждались на научных семинарах кафедры «Технологии обработки материалов», а также на объединённом научном семинаре кафедр «Технологии обработки давлением», «Оборудование и технологии прокатки», «Материаловедение» и «Технологии обработки материалов» МГТУ им. Н.Э. Баумана.
Кроме этого, по результатам работы были сделаны доклады на конференциях:
3-й Всероссийской научно-технической конференции «Студенческая научная весна: Машиностроительные технологии» (Москва, 2010); Международной конференции «Индустриальные масла и смазочные материалы в металлургии и машиностроении» (Москва, 2011); 4-й Всероссийской научно-технической конференции «Студенческая научная весна: Машиностроительные технологии (Москва, 2011); 3-й Всероссийской научно-практической конференции «Ремонт. Восстановление. Реновация» (Уфа, Башкирский ГАУ, 2012); Научно-технической конференции «Будущее машиностроения России» (Москва, 2012); Международной научно-практической конференции «Трибологические основы повышения ресурса машин» (Москва, 2012); 5-й Всероссийской научно-технической конференции «Студенческая научная весна: Машиностроительные технологии» (Москва, 2012); Международной научно-технической конференции (МК-12-ММФ) «Фундаментальные и прикладные проблемы модернизации современного машиностроения и металлургии» (Липецк, Липецкий ГТУ, 2012); Международной научно-технической конференции «Трибология - машиностроению» (Москва, 2012); Международной научно-технической конференции «Инженерия поверхности и реновация изделий» (Липецк, Липецкий ГТУ, 2012); Научной конференции «Инновационные технологии и передовые инженерные решения» (Орехово-Зуево, НЛП «Респиратор», 2012); 2-й Международной научной конференции «Фундаментальные исследования и инновационные технологии в машиностроении» (Москва, 2012); Международной научной конференции «Инноватика в технологии конструкционных материалов» (Москва, 2012); 3-й Международной научной конференции «Фундаментальные исследования и инновационные технологии в машиностроении» (Москва, 2014).
В 2012-2013 годах за результаты работы была назначена стипендия Президента РФ.
Публикации.
Основные положения диссертации отражены в 12 публикациях общим объёмом 15 п.л., включающих 7 статей в рецензируемых научно-технических журналах из перечня ВАК. В совместных работах с научным руководителем диссертанту принадлежит разработка математических моделей, проведение и обработка результатов экспериментов, формулировка выводов и рекомендаций.
Структура и объём работы.
Диссертация состоит из введения, пяти глав, общих выводов, списка литературы из 62 наименований, списка условных обозначений и приложения, изложенных на 188 страницах машинописного текста. Работа включает 56
рисунков и 22 таблицы.
Основные положения, выносимые на защиту:
1) установленные теоретически и экспериментально условия, выполнение
которых необходимо для успешного протекания совмещённого процесса
редуцирования-дорнования;
2) установленные закономерности изменения оптимальных углов
инструмента и предельного обжатия за один переход;
3) способы повышения величины предельного обжатия за один переход;
4) методика расчёта технологических параметров, обеспечивающих
получение заданных втулок с повышенными прочностью, размерной точностью
и чистотой поверхности при минимальном количестве переходов, меньшей
силе деформирования и повышенном коэффициенте использования металла.
Экспериментальные исследования редуцирования и дорновання
Неотъемлемой частью при подготовке новых технологических решений является обзор существующих методов изготовления определённого класса изделий, в данном случае, втулок, и выявление преимуществ и недостатков известных методов по сравнению с намеченным для исследования методом совмещенного редуцирования-дорнования.
Как указано во введении, применение совмещённого процесса редуцирования-дорнования трубной заготовки наиболее эффективно при производстве втулок, входящих в подвижные сопряжения деталей тяжелонагруженных механизмов, таких как механические редукторы, элементы двигателей автомобилей и тракторов, а также элементы ходовых частей летательных аппаратов.
Конкретные особенности работы таких ответственных втулок и предъявляемые к ним эксплуатационные требования удобно рассмотреть на примере поршневого пальца двигателей внутреннего сгорания, широко используемых в автомобильной и тракторной промышленности. Рассмотрим основные особенности поршневого пальца.
Поршневая группа включает в себя поршень в сборе с комплектом уплотняющих колец, поршневой палец с деталями для его крепления. Основные функции поршневой группы Рисунок 1.1 - это уплотнение надпоршневой полости от прорыва газов в картер, проникновения смазочного масла в надпоршневую полость и передача давления газов через шатун на коленчатый вал двигателя [53].
Поршневой палец устанавливают в направляющую (тронковую) часть, ее также называют юбкой поршня, в которой просверливают отверстия. Для фиксации пальца в отверстиях протачивают канавки, в которых устанавливают детали, запирающие палец в поршне. В головке шатуна палец закрепляют с помощью стяжного болта, устанавливаемого в разрезную головку. Крепление пальца в бобышках поршня осуществляется с помощью стопорного болта, который на резьбе заворачивается в бобышку и проходит в специально сделанное отверстие [53].
Схема сборки поршневой группы: 1,2 - крепежные болты, 3 -поршневая группа, 4,5 - поршневые кольца, 6,8 - поршень, 7 -поршневой палец, 9 - стопорное кольцо, 10 - виды поршневых колец, 15 - втулка, 16 - шатун, 17 - крышка шатуна
Поршневая группа работает в сложных температурных условиях с резко изменяющимися нагрузками в условиях масляного голодания и минимального теплоотвода из-за необходимости обеспечения непопадания смазочного масла в надпоршневую полость и исключения возможности попадания в картер автомобиля сжатого под давлением газа. Поэтому при выборе метода изготовления деталей данного типа необходимо учитывать тип двигателя и его назначение.
Поршневые пальцы разделяют по способу крепления на плавающие и неподвижные (неподвижно закреплённые в головке шатуна или бобышках поршня). В схеме закрепления плавающие пальцы имеют преимущества перед неподвижным. Плавающие пальцы имеют меньшую скорость изнашивания и большую равномерность износа по периметру. В неподвижной схеме крепления поршневого пальца износ бобышек и шатуна носит неравномерный характер, вследствие чего пары трения быстрее теряют износостойкость и приобретают неравномерный износ.
В плавающей схеме крепления поршневой палец фиксируется стопорным пружинным кольцом для отсутствия осевого смещения, которое препятствует образованию неравномерного износа. Стопорные кольца бывают двух видов, отличающихся формой сечения - круглое и прямоугольное. Конструктивные особенности сопряжения пальца с поршнем и шатуном: диаметр отверстий втулки верхней головки шатуна больше диаметра поршневого пальца на размер масляного зазора. Форма пальца цилиндрическая, его изготовляют с отверстием внутри для облегчения. Сопряжение пальца с поршнем в отверстиях бобышек последнего обеспечивается неподвижной посадкой с небольшим натягом.
В работающем дизеле поршень в районе бобышек нагревается сильнее, чем поршневой палец, вследствие более интенсивного отвода теплоты от последнего через шатун. Благодаря перепаду температур между поршнем и пальцем отверстия в бобышках поршня увеличиваются больше, чем диаметр пальца, и неподвижная с натягом посадка последнего превращается в подвижную, скользящую посадку с зазором. Положение пальца в отверстиях бобышек поршня фиксируют от продольного сдвига стопорными кольцами или заглушками. Во время работы дизеля палец такого типа постепенно поворачивается вокруг своей оси и благодаря этому изнашивается более равномерно по всей окружности. Если поршень изготовлен из алюминиевого сплава, то отверстия в бобышках его увеличиваются больше, чем диаметр пальца, вследствие различных коэффициентов линейного расширения металла этих деталей (коэффициент линейного расширения алюминия в два раза больше, чем у стали). Узел соединения поршня с шатуном работает в весьма тяжелых условиях вследствие высокой температуры горячих газов, воздействующих на поршень и знакопеременных инерционных нагрузок, возникающих при возвратно-поступательном движении шатунно-поршневого узла в цилиндре. При увеличенных зазорах между пальцем и втулкой верхней головки шатуна, а также между пальцем и отверстиями в бобышках поршня инерционные силы, действующие на рассматриваемое сочленение, носят ударный характер, вследствие чего ускоренно изнашиваются сопрягаемые детали.
Принцип возникновения ударных нагрузок в головном сочленении четырехтактного дизеля следующий. В начале хода выпуска сила инерции прижимает поршень к шатуну через поршневой палец. В момент достижения поршнем максимума скорости поступательного движения в сторону крышки цилиндра знак инерционной силы меняется. При переходе через верхнюю мертвую точку, поршень под воздействием силы инерции при наличии зазора в головном сочленении продолжает с максимальной скоростью двигаться вверх, а шатун вниз. В этот момент происходит удар пальца сначала о головку шатуна, а затем о бобышки поршня.
Места сопряжения поршневого пальца с поршнем и шатуном являются наиболее быстро изнашиваемыми [48] в шатунно-поршневых узлах, поэтому необходимо соблюдать основные рекомендации по установке соединений с натягом для пары трения палец-поршень, которые подробно изложены в работе [53].
Силовые нагрузки, возникающие в процессе работы пары трения поршень-цилиндр, в основном воспринимаются поршневым пальцем, и, исходя из этого, основным требованием к деталям данного типа является высокая износостойкость, позволяющая выдерживать высокое напряжение от нагрузок на опорных поверхностях [53, 55]. Отсюда следует, что необходимо максимально упрочнить деталь по двум поверхностям. В связи с достаточно большой программой выпуска поршневых пальцев для автомобилей и тракторов большое значение имеет повышение производительности, а кроме того для увеличения эффективности производства необходимо максимально снизить производственные отходы, т.е. повысить коэффициент использования материала.
Определение деформированного состояния заготовки. Учёт упрочнения деформируемого материала
В зависимости от геометрических параметров (диаметральных размеров и углов конусности) исходной заготовки, дорна и редуцирующей матрицы возможны следующие варианты протекания пластической деформации заготовки: 1) сначала начинается дорнование, а затем редуцирование Рисунок 2.5-а; 2) сначала начинается редуцирование, а затем дорнование Рисунок 2.5-6; 3) редуцирование и дорнование начинаются одновременно Рисунок 2.5-е.
Очевидно, что в первых двух случаях на заготовке в результате деформации первым инструментом образуется поперечный выступ, который придётся устранять второму инструменту, вступающему в работу через некоторое время после первого. Это увеличит перепады соответствующих диаметров заготовки и калибрующего участка второго инструмента, что приведёт к увеличению сил и напряжений, необходимых для осуществления вторичной деформации. В результате возрастут энергетические потери, снизится точность обработки из-за большей упругой деформации инструмента, уменьшится величина предельного обжатия за один переход из-за возможности появления недопустимых пластических деформаций в верхней части исходной заготовки (последнее может вызвать необходимость дополнительных калибровочных операций, что увеличит общие материальные затраты и снизит производительность). Кроме того, в результате последовательной знакопеременной деформации (на Рисунке 2.5-а - сначала растяжение, а затем сжатие; на Рисунке 2.5-6 - сначала сжатие, а затем растяжение) будет иметь место эффект Баушингера, который практически полностью устранит эффект упрочнения в отштампованной втулке, что было давно отмечено в работе [49, с. 73-74]. В результате не будет достигнута важнейшая цель повышения износостойкости втулки.
Поэтому наилучшее по достигаемым результатам проведение процесса пластической деформации предполагает одновременное начало деформации редуцирования и дорнования, показанное на Рисунке 2.5-е. В этом случае будет иметь место только одно сжатие, в результате чего, как показывают эксперименты [49, с. 73], достигаются самая высокая точность диаметральных размеров, наименьшая высота микронеровностей и наибольшее упрочнение, причём не только в материале, образующем внешние поверхности, но и по всему объёму изделия.
Поскольку в работе [49] не сформулировано математическое условие, гарантирующее одновременное начало редуцирования и дорнования, то мы получим соответствующее выражение.
Для успешного протекания совмещённого процесса редуцирования-дорнования нельзя допускать потерю жёсткости, т.е. появление пластических деформаций в области исходной заготовки 1 Рисунок 2.1-а. В работе [49] не вполне корректно считается, что пластические деформации в этой области начнутся, если осевые напряжения в ней достигнут предела текучести oso. Однако при данном нагружении имеет место не идеальное сжатие без трения по торцам, а подобное высадке сжатие, где радиальное течение на верхнем торце заготовки затруднено контактным трением, а на нижнем торце -зажатием в сужающемся коническом канале. Поэтому более правильно несколько увеличить предельную удельную силу деформирования, написав по аналогии с выражениями (2.99) и (2.104)
Однако исследование формулы (2.124), предложенной в работе [49], показывает её теоретическую некорректность.
С учётом наличия в формуле модуля упругости Е очевидно, что рассматривается упругая задача потери устойчивости, которая, как известно, описывается обобщённым решением Эйлера [61, с. 423], дающим формулу критической силы, при которой происходит потеря устойчивости, в виде
Сравнивая формулу (2.132) с правильной формулой (2.130), замечаем многочисленные грубые ошибки: л2/8 занижает результат по сравнению с л3 в 25 раз, а вычитаемая величина Dld0 по сравнению с i04 дополнительно даёт многократное уменьшение результата. Таким образом, можно сделать вывод, что формула (2.124), предложенная в работе [49], является ошибочной.
Исходя из этой формулы авторы работы [49, с. 77, Рисунок 39-е] строят графики, которые показывают, что заготовка высотой 200 мм с наружным диаметром Д)=44 мм при диаметре отверстия do=35 мм обладает примерно вдвое большей устойчивостью и, соответственно, допускает вдвое большую предельную деформацию, чем заготовка с меньшим CIQ=25 ММ Рисунок 1.10-е. По такой логике наибольшей устойчивостью будет обладать заготовка с do=44 мм, т.е. заготовка с бесконечно тонкой стенкой, что есть очевидный абсурд.
Из верной формулы (2.130) можно получить, что предельная высота заготовки с учётом равенств (2.126) определяется формулой Поскольку высота исходной заготовки Но определяется геометрическими параметрами получаемого изделия, то её затруднительно уменьшить в случае неудовлетворения условия устойчивости (2.123). Зато достаточно просто уменьшить силу деформирования путём достижения требуемой общей деформации не за один переход, а за два и более переходов, с уменьшенной деформацией на каждом из них. Поэтому представляется более пригодным для инженерной практики проводить не сопоставление исходной высоты с предельной, а сопоставление силы деформирования с критической силой, которая с учётом формулы (2.130) выражается формулой
Влияние материала, радиальных размеров и величин обжатия заготовки, а также углов рабочих поверхностей матрицы и дорна на силу деформирования при а=у
Поскольку конечное напряжение текучести аж является функцией накопленной деформации et , то в соответствии с равенством (2.173) аж=/(АПр). Следовательно, выражение (2.171) является не формулой, по которой можно сразу вычислить предельное обжатие Апр, а трансцендентным уравнением, которое с учётом конкретной аппроксимации кривой упрочнения надо решать методом последовательных приближений.
Для выявления некоторых закономерностей приведём результаты численного решения с помощью компьютерной вычислительной среды Mathcad уравнения (2.171) с учётом формулы (2.173) и аппроксимации кривой упрочнения авиационного алюминиевого сплава АВ (авиаль) [10, 21, 39] который широко использовался нами в экспериментах, описываемых в главе 3.
На Рисунке 2.15 представлена типовая зависимость предельного обжатия Апр от толщины w стенки получаемой втулки. Теоретическая зависимость хорошо подтверждается экспериментальными данными работы [49, с. 77, Рисунок 39-6-1].
Таким образом, можно сделать вывод, что с ростом толщины стенки получаемой втулки величина предельного обжатия за один переход значительно возрастает. 3 1 5 10 15 н\ мм Зависимость предельного обжатия от толщины получаемой втулки из алюминиевого сплава АВ при u=0,l, а=6, h=3 мм (кружками показаны экспериментальные данные работы [49])
Укажем, что в работе [49, с. 77] сделан не вполне корректный вывод о том, что величина предельного обжатия за один переход возрастает с ростом толщины стенки заготовки. Но из формулы (2.164) видно, что толщина стенки заготовки, определяемая разностью Ro - го, при заданной (неизменной) толщине стенки получаемой втулки w повышает величину удельной деформирующей силы q и, следовательно, снижает вероятность выполнения условия (2.122). При определённо увеличении толщины стенки заготовки условие (2.122) будет нарушено, в результате чего возможное предельное обжатие вообще станет равным нулю.
Увеличение предельного обжатия Апр за один переход возможно только при одновременном увеличении и толщины стенки получаемой втулки. Именно эта толщина, а вовсе не начальная толщина стенки заготовки, и является определяющей в расширении технологических возможностей совмещённого процесса редуцирования-дорнования.
На Рисунке 2.16 сплошной линией представлена типовая зависимость предельного обжатия Апр от угла конусности а рабочих участков матрицы и дорна, вытекающая из уравнения (2.171). График показывает, что с увеличением угла конусности инструмента предельное обжатие увеличивается, достигая максимума в области а=15, а при дальнейшем увеличении угла конусности инструмента начинает уменьшаться.
Например, для А=АПр=2,5 мм Рисунок 2.16 при угле а=15, оптимальном для достижения наибольшей величины предельного обжатия согласно нашим исследованиям, по формуле (2.175) получается, что длина /=9,7 мм. А при угле а=3, оптимальном по данным работы [49], получается /=47,8 мм. Ясно, что такое пятикратное увеличение длины конической поверхности контакта приведёт к соответствующему пятикратному увеличению силы трения, которую должна преодолеть деформирующая сила для обеспечения требуемой деформации заготовки.
Но согласно пунктирному графику на Рисунке 2.16 вообще получается, что самым лучшим является угол а=0, при котором /=ао и, соответственно, деформирующая сила равна бесконечности. Абсурдность такого научного результата является очевидной.
Тут следует дополнительно отметить, что при a -О сильное повышение удельной деформирующей силы обусловлено не только резким ростом силы трения в очаге пластической деформации. Согласно известной формуле [59, с. 226] при пластической деформации работа внешних сил на соответствующих им перемещениях равна работе внутренних сил, то есть отлично от нуля. Поэтому как бы не изменялось это произведение при различных углах инструмента, уменьшение этих углов и, соответственно, увеличение деформируемого объема V, с определённого значения неизбежно приведёт к увеличению правой части выражения (2.176), то есть к увеличению энергетических затрат и, соответственно, величины удельной деформирующей силы. При ос=0 и, соответственно, бесконечном деформируемом объёме V, удельная сила также станет бесконечно большой, что уже отмечалось в работах [21, с. 349; 38; 39, с. 81].
В связи изложенным ясно, что при малых углах конусности инструмента порядка 3 и меньше вероятность потери жёсткости заготовки резко возрастёт, и, соответственно, величина предельного обжатия значительно снизится, что, собственно, и показывает наш график, изображённый на рис. 2.16 сплошной линией.
В работе [49, с. 77] также утверждается, что «предельная степень деформации увеличивается с увеличением прочности обрабатываемого материала, причём зависимость между прочностью и предельной деформацией практически пропорциональна».
Покажем, что данное утверждение в целом также является некорректным и может соответствовать действительности лишь случайно. В своём доказательстве не будем опираться исключительно на свои теоретические формулы, а сделаем широкое научное обобщение.
В соответствии с условием (2.122) и выражением (2.121) можно написать, что для предотвращения потери жёсткости в общем виде должно соблюдаться неравенство где к\ - некоторый коэффициент, который нами принят равным 1,155, а в работе [49, с. 76] принят равным 1 (от его конкретной величины дальнейшие рассуждения никак не зависят).
Далее, например, в соответствии с видом формулы удельной деформирующей силы (2.164) или аналогичной формулы из работы [49, с. 74, 109 (69)] можно представить левую часть неравенства (2.177) в следующем обобщённом виде где f\ - некоторая функция, описывающая влияние геометрических параметров и коэффициентов контактного трения на величину удельной деформирующей силы (в теоретических построениях разных авторов эта функция может быть различной, что также не отразится на дальнейших логических выводах).
Следовательно, предельное обжатие Апр будет тем больше, чем меньше будет отношение OSK/OSO Иными словами, величина предельного обжатия увеличивается у материалов, дающих меньшее отношение напряэюения текучести, получаемого в результате пластической деформации, к начальному напряжению текучести, т.е. пределу текучести. Дополнительно можно сказать, что чем больше будет перепад между начальными и конечными прочностными свойствами материала, получающимися в результате деформации, тем меньше будет величина предельного обжатия. Или, как вариант: чем большую интенсивность упрочнения проявляет обрабатываемый материал, тем меньшую величину предельного обжатия
А у более прочных материалов, упомянутых в некорректном выводе работы [49], предел текучести &&, конечно, увеличивается, но одновременно с ним увеличивается и конечное напряжение текучести аж. И однозначно сказать, что у более прочных материалов отношение cWcta будет меньше -нельзя. Поэтому неправильно делать вывод о пропорциональной зависимости между прочностными свойствами материала и величиной предельного обжатия. А в работе [49, с. 77] указывается, что при увеличении предела прочности материала в 2 раза предельное обжатие, якобы, также увеличивается в 2 раза. Проиллюстрируем всё сказанное на конкретных
Определение технологических параметров с помощью разработанной методики расчёта
Наиболее простым является проверочный расчёт. В практике этот случай встречается тогда, когда заданные втулки на конкретном заводе уже получали точением или последовательной комбинацией различных известных способов обработки, рассмотренных в разделе 1.2.
При этом ставится задача с целью повышения эффективности производства получить необходимое изделие из той же, поставляемой на завод, трубной заготовки за меньшее количество переходов и с повышенным коэффициентом использования металла. Иногда может ставиться задача улучшения качества продукции за счёт повышения заданной размерной точности и чистоты поверхности. Наконец, может ставиться задача снижения энергоёмкости производства за счёт уменьшения потребной силы деформирования.
Приведём последовательность проверочного расчёта.
Для гладкой втулки, показанной на Рисунке 2.2-а, исходными данными являются материал заготовки, а также размеры получаемой втулки R, г, Ни исходной заготовки Ro, /. Для ступенчатой втулки наиболее общего типа, показанной на Рисунке 2.2-6 (остальные типы втулок являются частными случаями), помимо указанных размеров заданными являются также высоты соответствующих участков и углы матрицы а и дорна у.
В соответствии с имеющимися экспериментальными данными и рекомендациями [21-23, 42, 43, 49, 62] выбираются высоты калибрующих поясков матрицы и дорна. В большинстве случаев для обеспечения прямолинейности оси получаемой втулки, точности изготовления и шероховатости поверхности можно принять высоту /7=3-5 мм.
С учётом материала заготовки по известным рекомендациям [21-23, 42, 43, 49, 62] выбирается смазка, после чего по данным работ [8, 21, 43, 62] определяются коэффициенты трения jLi и JLXI (обычно смазывается как наружная, так и внутренняя поверхность заготовки, в связи с чем в подавляющем большинстве случаев можно принимать ц=Иі). находится величина рабочего хода, т.е. хода, необходимого для осуществления требуемой пластической деформации заготовки. Величина хода приближения определяется в дальнейшем характеристиками выбранного пресса с учётом необходимости обеспечения свободной загрузки заготовки высотой Но. Величина хода выталкивания для гладкой втулки определяется с небольшим превышением высоты калибрующих поясков h (в этом случае выталкивание осуществляется продолжением хода трубчатого пуансона после осуществления пластической деформации), а для ступенчатой втулки (в этом случае выталкивание осуществляется нижним выталкивателем пресса) - соответствующим превышением высоты продеформированной части Н Рисунок 2.14-6.
Для гладкой втулки углы инструмента не регламентированы геометрией изделия, и их для минимизации энергетических затрат, максимального снижения вероятности потери жёсткости или устойчивости, а также уменьшения упругой деформации инструмента, влияющей на точность обработки, следует выбирать оптимальными по формуле
Для данной деформации по кривой упрочнения материала заготовки (типа Рисунок 2.8) или её аппроксимации находится величина конечного напряжения текучести аж, которое получится в результате деформации редуцированием-дорнованием. По той же кривой упрочнения или её аппроксимации определяется и величина начального напряжения текучести (предела текучести) aso.
Если оно не удовлетворяется, то, аналогично тому, как это предусмотрено в п. 12, следует разбить процесс на два (или более) перехода, с соответствующим уменьшением обжатия на каждом из них таким образом, чтобы удовлетворить условие (4.13).
Методика проектировочного расчёта с целью получения заданных механических свойств материала изготавливаемой втулки за минимальное число переходов Поскольку эксперименты показывают, что при совмещённом процессе редуцирования-дорнования высокие размерная точность и чистота поверхности достигаются уже при сравнительно небольших обжатиях порядка 0,3-0,5 мм, то в случае проектировочного расчёта перед технологом обычно ставится либо задача получения заданных механических свойств материала изготавливаемой втулки за минимальное число переходов, либо задача максимального повышения механических свойств материала втулки за один переход.
Для обеих задач приведём последовательность проектировочного расчёта для гладкой втулки Рисунок 2.2-а, поскольку именно этот случай такого расчёта чаще всего и встречается на практике. При получении ступенчатых втулок Рисунок 2.2-6 расчёт для их деформируемой части выполняется аналогично изложенному ниже, а нужные в этом случае дополнительные формулы приведены в разделе 4.1.